0 引言

渤海明化镇组及馆陶组等浅部地层阻卡情况严重，起钻大多需要倒划眼，处理阻卡平均时间在20 h以上，部分井固井时套管遇阻卡，存在憋压现象，循环返出少量黏软泥饼及部分细碎岩屑，砂泥岩地层的坍塌及缩径等井壁失稳问题突出。

针对钻井工程中盐岩、浅层砂泥岩的井眼蠕变缩径问题，国内外早有学者进行了相关研究。CHEN G.等^[1]提出了分析泥岩井眼稳定的本构模型。艾贵成等^[2]将软泥岩的蠕变程度分为五级，探讨了相应的钻井技术。国内学者^[3-6]利用数值方法对井眼蠕变缩径变形规律进行了研究。贺得才等^[7]根据泥岩含水量与泥岩力学特性的关系，研究了围岩弹性模量对蠕变载荷大小及分布的影响。赵金洲^[8]和曾义金等^[9]对地层的蠕变速率进行了分析, 提出了确定钻井液密度的方法。曹园等^[10]利用砂岩岩心进行室内蠕变试验，使用西原模型拟合了试验结果，计算了砂岩缩径井段安全钻井周期。李荣等^[11]根据泥页岩三轴蠕变试验得出了描述其变形的本构方程及其蠕变系数, 为分析该泥页岩的蠕变规律和计算蠕变压力提供了科学依据。侯冰和张奎林等^[12-13]提出了一种控制近井筒盐岩不产生扩容损伤变形的新方法, 得到了保持井壁稳定的钻井液密度安全窗口设计新方法。崔莹等^[14-15]依据双剪统一强度理论, 通过理论分析和实践验证, 推导了三轴试验条件下泥页岩蠕变损伤强度准则表达式。

笔者借鉴前人研究方法，试验研究了渤海砂泥岩物性与力学性质，进行了不同含水量砂泥岩蠕变试验，利用Weertman模型进行了蠕变特性参数拟合。将拟合结果与ABAQUS软件中的Power-law model蠕变模型进行等效处理，建立浅部地层井筒有限元模型，计算了不同钻井液密度下砂泥岩长期蠕变的缩径率，得到了渤海浅部砂泥岩地层安全钻井周期。通过试验结合理论分析的方法，更全面和真实地揭示了浅层砂泥岩地层井壁蠕变缩径的机理和规律，研究成果具有较强的创新性。最后，根据研究成果提出了抑制蠕变和延长钻井周期等相关的钻井工程技术对策，为现场选择安全合理的钻井液密度提供了指导。

1 岩石物性与力学性质试验研究 1.1 试验方案与数据处理方法

获取渤海馆陶组砂岩岩心8块，明化镇组泥岩岩心6块。由于岩心数量有限，将循环出的岩屑烘干研磨后在三轴机上压制成人造岩心6块。

恒温条件下，利用孔隙度测试仪测量岩心孔隙度。将气体从岩心一端注入，从另一端流出，记录出入端的压力流量，利用气体渗透率计算公式求取渗透率。

采用中国石油大学(北京)岩石力学研究室的TAW-1000深水孔隙压力伺服试验系统对砂泥岩变形与强度等参数进行测定，如图 1所示。试验装置由围压加压系统、高温高压三轴室、轴向加压系统、数据采集控制系统和加温恒温系统五部分构成。岩心需制备成一个直径约为2.5 cm、长径比在1.8~2.0之间的圆柱形试样。试验过程如下：

(1) 加工好的岩样用橡胶套装好后，固定好位移传感器，置于试验台上；

(2) 通过高压泵施加围压到一定值，然后开启液压机给试样施加轴向载荷，由数据采集系统采集记录加载过程中岩样的应力和应变，直至岩样产生破坏，停止加载；

(3) 试验结束，绘制试验岩样的应力-应变曲线，计算出相应参数，如破坏强度、弹性模量和泊松比。

改变施加围压值，得到不同围压下试样的破坏强度，利用Mohr-Coulomb准则对试验数据进行回归，得到试样的内摩擦角和黏聚力。

由于砂泥岩具有蠕变性质，裸眼段井壁会随着钻开时间的延长而变形破坏，所以需研究蠕变缩径大小随时间的变化关系。利用TAW-1000深水孔隙压力伺服试验系统开展蠕变试验，与变形和强度参数测定试验不同的是，轴向载荷和围压为固定值，即差应力固定，测量在一定差应力下，岩心轴向蠕变率(岩心轴向位移与岩心原始长度之比)随时间的变化。

1.2 试验结果

岩心孔渗特性测量结果表明，明化镇泥岩为低孔低渗，馆陶组砂岩为高孔高渗。具体孔隙度和渗透率数据如表 1所示。

砂泥岩单三轴试验数据分析整理结果如表 2所示。泥岩强度高于砂岩强度，但二者都属于低强度岩石。一般来说，钻井过程中低强度岩石在差应力下易发生蠕变缩径，井壁会随着钻开时间的延长而变形破坏。

试验结果表明：疏松砂岩弹性模量和泊松比分别为0.25 GPa和0.31；软泥岩弹性模量和泊松比分别为0.30 GPa和0.35。可以看出砂泥岩都为松软岩体，抗变形能力都较差。

图 2和图 3为砂泥岩在不同含水体积分数和不同轴压岩石下蠕变率与时间的关系。试验结果表明，浅层砂泥岩都表现出较强的蠕变性质，岩心蠕变率受偏应力影响，岩心发生瞬态蠕变后进入稳定蠕变过程，偏应力越大，蠕变率增长速度越快，且随着岩石含水体积分数的上升，砂泥岩的稳态蠕变速率明显上升，瞬时变形明显增加。

利用Weertman模型对试验结果进行参数拟合：

(1)

式中：为稳态蠕变速率，Q为岩石的激活能，R为理想气体常数，σ为差应力，T为绝对温度，A为流变常数，n为非线性指数。

由于试验在常温下进行，令为常数，式(1)变为，由试验结果拟合参数A′和n，如表 3所示。

2 井眼蠕变缩径时变规律有限元分析 2.1 有限元模型建立

依据试验拟合的蠕变特性参数，对渤海浅部砂泥岩地层不同钻井液密度下的井眼蠕变速率进行有限元数值模拟分析，以便确定钻井过程所需的钻井液密度。将Weertman模型与ABAQUS软件中的Power-law model蠕变模型进行等效处理，在ABAQUS软件材料参数中输入相对应的等效拟合参数。Power-law model模型如式(2)所示，同时为了研究钻井液侵入对蠕变产生的影响，模型中输入砂泥岩的渗透率、孔隙度、弹性模量和泊松比等参数，具体参见1.2中的孔渗参数取测量平均值。

(2)

式中：为等效蠕变应变，为等效偏应力，t为时间，a、N、m为常数项。

将式(2)与Weertman模型等效处理，由于m=0，则式(2)变为：，a和N分别对应表 3中的拟合参数A和n。

由于所研究的井壁变形是轴对称问题，利用ABAQUS软件建立¼井眼模型作为计算区域，井眼直径采用实际井眼孔径311.2 mm。为消除钻井过程对地层远场位移的扰动，模型尺寸设为10倍井眼大小，固定右边界法向位移，左边界和下边界为对称边界，地层施加原始地应力场，井壁施加液柱压力，井壁附近加密划分单元网格，如图 4所示。

2.2 有限元计算结果及分析

首先模拟分析不同钻井液密度(1.15~1.30 g/cm³)井眼打开瞬间砂泥岩的位移分布情况。结果表明，在差应力的驱动下，井眼周围会出现瞬时变形。取瞬时变形最大值的井壁位置为危险点，计算砂泥岩不同层位的井眼缩径率随时间的变化关系，结果如图 5和图 6所示。

计算结果表明：由于地层较软，弹性模量较低，砂泥岩地层在井眼打开瞬间均会产生瞬时变形而导致缩径；随着裸眼钻开时间的延长，砂岩的蠕变作用要比泥岩更加显著；提高钻井液密度能降低井眼的瞬时缩径率和长期缩径率，但不能完全抑制缩径。

在不同地应力水平下，砂泥岩的瞬时应变大约在4%~8%之间，裸眼20 d的砂岩层段的地层缩径率在22%~31%之间，裸眼20 d的泥岩层段的地层缩径率在15%~21%之间，总体上蠕变缩径的周期较长，基本能够满足钻井需要。

3 现场应用 3.1 浅部地层蠕变缩径分析

图 7为浅层砂岩段缩径率与偏应力变化关系。由图 7可知，在偏应力超过15 MPa后，地层进入加速蠕变阶段。图 8为曹妃甸6-2油田A井的井径测井与钻头直径对比图，采用非标尺寸钻头，直径为241.3 mm(9 1/2 in)。浅部地层现场一般采用密度1.10~1.30 g/cm³的钻井液钻开井眼，井壁最大偏应力20~24 MPa，这种情况下地层蠕变速率较快，蠕变过程中易发生加速蠕变进而产生坍塌。结合井径数据来看，泥岩层段水化坍塌导致的扩径已经非常明显，砂岩段的坍塌可能是蠕变速率过快导致加速蠕变而产生的。根据有限元模拟结果，现场利用1.25 g/cm³钻井液密度钻井时，以20%为标准，安全钻井周期为10~20 d。

3.2 工程技术对策

浅部砂泥岩钻井过程中由于地层强度较低、钻井液循环冲刷和钻具扰动等，井壁坍塌难以完全避免，所以重点是如何将掉块携带出井筒，避免在井底形成岩屑床。针对上述问题，建议：①下部井段钻井液密度1.20 g/cm³左右，配合合理的井身结构，避免长裸眼段大范围垮塌；②钻井过程中及时进行短起下作业，消除缩径影响，避免卡钻风险；③在较低的黏度下提高切力，提升钻井液携岩能力。

4 结论

(1) 渤海砂岩、泥岩强度均较低，属于未固结砂岩和软泥岩，弹性模量较低，抗变形能力较差。砂岩属于高孔高渗岩石，泥岩属于低孔低渗岩石。测量了砂泥岩在不同含水量和不同偏应力下的蠕变率，利用Weertman模型拟合了蠕变参数。结果表明：砂泥岩都表现出较强的蠕变性质，偏应力越大，蠕变率增长速度越快。随岩石含水体积分数上升，砂泥岩稳态蠕变速率明显上升，瞬时变形明显增加。

(2) 根据试验蠕变拟合参数，与ABAQUS软件中的Power-law model蠕变模型进行等效处理，建立相应的有限元模型，对渤海浅层砂泥岩蠕变缩径时变规律进行了研究，以缩径20%为标准，安全钻井周期为10~20 d。

(3) 蠕变缩径井壁失稳过程表现为：井眼钻开初期发生瞬时变形缩径，并伴随蠕变缩径，砂岩蠕变过程中进入加速蠕变而发生坍塌。根据研究结果提出了对应的钻井工程技术对策。